彭桂瀚，羅有鵬，袁輝輝，黃國興，康紅梅

(1. 福州大學(xué)土木工程學(xué)院，福建 福州 350108； 2. 福州城建設(shè)計研究院有限公司，福建 福州 350001)

0 引言

鋼管混凝土結(jié)構(gòu)由于抗壓能力突出且能實現(xiàn)無支架施工，受到橋梁工程師的青睞. 從1990年第一座鋼管混凝土拱橋——四川旺蒼大橋建成，到2013年四川合江長江一橋通車，鋼管混凝土拱橋最大跨徑已突破了500 m大關(guān). 國家工程建設(shè)標準《鋼管混凝土拱橋技術(shù)規(guī)范(GB 50923—2013)》[1]與行業(yè)標準《公路鋼管混凝土拱橋設(shè)計規(guī)范(JTG/T D65-06—2015)》[2]相繼頒布并實施，大大推進了鋼管混凝土拱橋在我國的應(yīng)用與發(fā)展. 但在運營使用階段，長期暴露在大氣環(huán)境中的外鋼管，特別在沿海地區(qū)，在大氣水分、氧、鹽等作用下，易發(fā)生電化學(xué)腐蝕. 采用不銹鋼替代普通碳鋼解決了外包鋼管腐蝕問題，同時內(nèi)填原狀海砂混凝土替代河砂混凝土，既利用了我國海砂資源豐富的優(yōu)勢，又克服了建筑用砂困難的現(xiàn)狀，因此不銹鋼海砂混凝土結(jié)構(gòu)是值得推廣的新型組合結(jié)構(gòu)形式.

早期在結(jié)構(gòu)中使用不銹鋼僅限于裝飾作用. 但近年來研究成果表明不銹鋼較碳鋼具備更高的延性、耐久性能與軸向變形能力[3]. Tam等[4]對圓形與矩形不銹鋼管再生混凝土短柱進行了軸壓試驗，發(fā)現(xiàn)不銹鋼管可改善核心混凝土性能，從而提高整體承載力. 隨著加工工藝的改進與材料成本的降低，不銹鋼工程應(yīng)用范圍擴大，具體案例也不斷增多，如香港昂船洲大橋、港珠澳大橋等. 可以預(yù)見不銹鋼具有廣闊應(yīng)用前景. 但由于目前國家尚未頒布不銹鋼專用規(guī)程，一定程度上限制了其發(fā)展與應(yīng)用. 按普通碳鋼結(jié)構(gòu)規(guī)范進行不銹鋼結(jié)構(gòu)設(shè)計，難免出現(xiàn)偏差. Han等[5]試驗研究就表明，采用碳鋼簡化公式或現(xiàn)行規(guī)范計算不銹鋼結(jié)構(gòu)承載力均偏保守. 唐紅元等[6]試驗研究也表明，采用普通鋼管混凝土承載力計算方法計算圓不銹鋼管混凝土短柱承載力結(jié)果偏小.

鋼管混凝土拱橋拱肋截面通常包括單圓管、啞鈴型及桁式等. 據(jù)不完全統(tǒng)計，跨徑75～150 m鋼管混凝土拱橋，啞鈴型截面形式占比48%～60%[7-8]. 陳寶春等[9-10]以腹腔尺寸及內(nèi)部構(gòu)造為研究參數(shù)，開展了12根啞鈴形鋼管混凝土短柱的軸壓性能試驗研究，結(jié)果表明，該類結(jié)構(gòu)主要由兩單圓管柱肢和鋼腹板受力，腹腔內(nèi)混凝土對構(gòu)件強度的貢獻有限. 陳寶春等[11]還進行了啞鈴形長柱軸壓性能試驗研究，結(jié)果表明，啞鈴形長柱表現(xiàn)為彈塑性失穩(wěn)破壞，其穩(wěn)定系數(shù)的計算與圓形構(gòu)件不同，但隨長細比的變化規(guī)律基本一致，最后提出了穩(wěn)定系數(shù)的簡化公式. 從目前收集的資料看，不銹鋼鋼管混凝土結(jié)構(gòu)研究現(xiàn)階段主要集中在圓形截面，尚未發(fā)現(xiàn)啞鈴型不銹鋼管混凝土結(jié)構(gòu)的相關(guān)研究報道. 因此，本研究以鄭州黃河二橋為背景工程，制作縮尺試驗?zāi)Ｐ?，研究啞鈴形不銹鋼管海砂混凝土長柱軸壓力學(xué)性能，并基于試驗結(jié)果建立有限元分析模型，對結(jié)構(gòu)性能主要影響參數(shù)進行拓展分析，分析現(xiàn)有相關(guān)規(guī)程對該類型結(jié)構(gòu)承載力計算的適用性，結(jié)合試驗與有限元分析結(jié)果提出承載力計算簡式，對該類型結(jié)構(gòu)軸壓性能進行探討與研究.

1 試驗概況

試驗選用鄭州黃河公路二橋啞鈴形拱肋為原型，采用約1∶10縮尺比例，設(shè)計并制作啞鈴形長柱試件. 試件詳細參數(shù)見表1. 所有鋼管構(gòu)件制作與焊接均在加工廠內(nèi)完成. 先由兩個半圓形鋼管焊接成圓形鋼管，而后在單圓鋼管間焊接鋼腹板形成啞鈴型鋼管構(gòu)件.

表1 啞鈴形軸壓長柱試件參數(shù)

試驗鋼材材性與混凝土配合比分別見表2、3. 其中表2包括鋼板厚度(t)、延伸率(δ)、鋼材彈性模量(Es)、鋼材屈服強度(fy)、極限強度(fu)、泊松比(v)和應(yīng)變強化指數(shù)(n)等鋼材力學(xué)性能指標. 表3中Ec、fcu分別表示混凝土彈性模量與抗壓強度.

表2 鋼材材性

表3 混凝土配合比

長柱軸壓試驗在福州大學(xué)結(jié)構(gòu)工程試驗中心的1 000 t 壓力機上進行，試件兩端采用平板鉸加載. 為監(jiān)測構(gòu)件的軸向壓縮變形，在壓力機底板位置布設(shè)2個縱向位移計. 在構(gòu)件高度的1/4、1/2、3/4 處分別布置1個橫向位移計用于量測構(gòu)件加載時的側(cè)向撓度. 在構(gòu)件中截面的鋼管表面分別粘貼8個縱向、環(huán)向應(yīng)變片，以量測應(yīng)變，試驗加載裝置見圖1.

圖1 啞鈴形長柱試件加載裝置示意圖Fig.1 Schematic diagram of dumbbell-shaped long column specimen loading device

2 試驗結(jié)果與分析

試驗加載過程中，當荷載達到Nue的90%之前，試件表面無明顯變化，側(cè)向撓度發(fā)展較小. 臨近Nue時，鋼材表面開始出現(xiàn)鐵皮剝落現(xiàn)象，管內(nèi)混凝土發(fā)出壓碎聲. 峰值荷載后，承載力緩慢下降，側(cè)向撓度發(fā)展迅速. 隨著軸向變形的增加，試件一側(cè)開始出現(xiàn)彎曲，最終試件因撓度過大而整體失穩(wěn)破壞. 在受力全過程中，啞鈴形長柱表現(xiàn)出較好的變形性能，未出現(xiàn)顯著的局部屈曲和焊縫開裂現(xiàn)象. 此外，使用不同類型不銹鋼對試件破壞模態(tài)無明顯影響. 啞鈴形不銹鋼長柱的破壞模態(tài)如圖2所示，隨著長細比λ的增大(λ=33.5、64.5)，除在側(cè)向撓度最大截面處的受壓側(cè)鋼管出現(xiàn)輕微局部鼓曲外，其余位置的鋼管和鋼腹板表面光滑，試件整體側(cè)向彎曲，呈面外整體失穩(wěn).

圖2 軸壓試件破壞模式Fig.2 Typical failure modes of dumbbell-shaped specimens under axial compression

圖3為啞鈴形不銹鋼管海砂混凝土長柱的荷載-位移曲線. 由圖3可知，長細比相同時，采用QN1701的試件(CZ3和CZ4)的穩(wěn)定承載力比采用QN1803的試件(CZ1和CZ2)高出18%～20%，且下降段的曲線更為平緩. 主要由于采用QN1701的試件截面含鋼率較大且其屈服強度高于QN1803不銹鋼. 當長細比λ從33.5增大到64.5時，采用QN1803、QN1701的試件的軸壓穩(wěn)定承載力分別降低了18.6%和20.4%. 可見隨著長細比的增加，試件的穩(wěn)定承載力和彈性階段的組合剛度顯著降低，試件提前進入彈塑性階段，材料性能未能得到充分利用.

圖3 CZ1～CZ4試件的荷載-位移曲線Fig.3 Load-displacement curve of CZ1 to CZ4 specimens

3 有限元分析模型驗證

采用有限元軟件ABAQUS建立有限元分析模型. 其中鋼管采用S4R殼單元模擬，鋼腹板和混凝土采用C3D8R實體單元模擬. 如圖4所示，當構(gòu)件沿強軸(X軸)加載時，模型沿YZ面對稱，兩端鉸接. 固定端和加載端只釋放繞X軸的轉(zhuǎn)動自由度，并在加載端施加軸向位移，對稱面的邊界條件為YZ面正對稱. 當構(gòu)件沿弱軸(Y軸)加載時，情況類似. 不銹鋼材料采用Wang等[12]建議的不銹鋼本構(gòu)模型進行模擬.

圖5是CZ2試件有限元模擬與試驗結(jié)果的結(jié)構(gòu)破壞模態(tài)對比. 結(jié)構(gòu)破壞時，混凝土的最大塑性應(yīng)變值出現(xiàn)在構(gòu)件中截面兩側(cè)，受壓區(qū)和受拉區(qū)分別是0.035 8和0.029 9. 壓應(yīng)變大于素混凝土的極限值，此處混凝土被壓碎； 拉應(yīng)變較大，引起該處混凝土橫向開裂.

圖4 有限元模型Fig.4 Finite element model

圖5 破壞模態(tài)對比Fig.5 Comparison of failure mode

圖6為軸壓長柱試件實測荷載-位移曲線與有限元數(shù)值模擬曲線的對比圖. 可見，有限元分析模型提取的荷載-位移曲線與試驗采集到的曲線整體發(fā)展歷程吻合較好. 綜上可知，所建立的有限元分析模型模擬精度較高，可用于結(jié)構(gòu)參數(shù)拓展分析.

圖6 啞鈴形長柱試件的荷載-位移曲線Fig.6 Load-displacement curve of dumbbell-shaped long column specimen

4 啞鈴型不銹鋼管混凝土軸壓承載力計算簡式

圖7 穩(wěn)定系數(shù)比較Fig.7 Comparison of the stability coefficient

現(xiàn)行規(guī)范對于鋼管混凝土軸壓長柱穩(wěn)定承載力的計算方法是基于軸壓短柱的強度承載力，通過乘以穩(wěn)定折減系數(shù)(考慮長細比和截面材料參數(shù))得到. 圖7基于現(xiàn)有規(guī)范[1]，對比了試驗與規(guī)范計算穩(wěn)定折減系數(shù). 圖中可知，兩者偏差12.7%～18.2%，并隨著長細比λ的增大偏差幅度有所減小. 可見現(xiàn)有規(guī)范明顯高估了啞鈴形不銹鋼管混凝土長柱的穩(wěn)定系數(shù). 為準確獲取該新型結(jié)構(gòu)形式承載力，需對規(guī)程穩(wěn)定系數(shù)進行修正.

借助已驗證的上述基準有限元模型, 以加載方向(強、弱軸)、fy(200、350、420、550 MPa)、fcu(30、50、70、90 MPa)、λ(20～100)、α(0.05、0.10、0.15、0.20)作為變化參數(shù)，共建立640個算例模型，以期得到合理且準確的啞鈴形不銹鋼管混凝土軸壓長柱穩(wěn)定系數(shù)的計算方法. 考慮到材料性能對穩(wěn)定系數(shù)的影響，沿用規(guī)范[1]中相對長細比λn的概念，通過對算例模型的φ-λn結(jié)果進行擬合分析，可得軸壓長柱穩(wěn)定系數(shù)與承載力計算公式為：

φ=0.085e(-0.7λn+2.5);Nu=φ·A′sc·fsc

式中：A′sc為啞鈴形截面中兩單肢鋼管混凝土和鋼腹板面積之和，A′sc=2Asc+Afs；fsc為組合軸壓強度設(shè)計值，fsc=(1.14+1.02ζ)fck； 其他各符號取值參照規(guī)范[1].

圖8示出了軸壓長柱承載力計算簡式分別與有限元理論值、試驗值的對比.Nuc/Nu, FE的平均值和均方差分別為 1.025 和 0.06； 而Nuc/Nue的平均值和均方差分別為0.9和0.04. 簡化公式計算值略顯保守，較現(xiàn)有規(guī)范[1]具有更高準確性，可用于預(yù)測軸壓荷載作用下啞鈴形不銹鋼管海砂混凝土長柱的穩(wěn)定承載力.

圖8 計算簡式驗證Fig.8 Simplified calculation verification

5 結(jié)語

通過啞鈴形不銹鋼管海砂混凝土長柱軸壓試驗研究與分析表明, 軸壓長柱的破壞形式表現(xiàn)為側(cè)向撓度發(fā)展較大的整體失穩(wěn)破壞，受壓區(qū)鋼管向外屈曲不明顯，受壓側(cè)混凝土出現(xiàn)幅度較小的局部微鼓，同時受拉側(cè)混凝土出現(xiàn)橫向裂縫； 隨著長細比的增加，啞鈴形軸壓試件的整體承載力和彈性階段的組合剛度顯著降低，且破壞模式逐漸由強度破壞轉(zhuǎn)變?yōu)閴簭澠茐?

長細比λ是影響其啞鈴形不銹鋼管海砂混凝土軸壓長柱穩(wěn)定性能的最主要因素.

對于啞鈴形軸壓長柱，《鋼管混凝土拱橋技術(shù)規(guī)范(GB 50923—2013)》明顯高估了試驗構(gòu)件的穩(wěn)定系數(shù)，差幅為12.7%～18.2%.

基于試驗結(jié)果與大量的有限元算例提出的的承載力計算簡式可較為準確預(yù)測啞鈴形不銹鋼管海砂混凝土長柱軸壓承載力.